沿海輸電導線風壓數值模擬及風洞試驗分析

徐 英,胡成杰,朱敏俊

(1.舟山啟明電力設計院有限公司,浙江 舟山 316000;2.浙江工業大學 土木工程學院,浙江 杭州 310023; 3.浙江交工集團股份有限公司設計院分公司,浙江 杭州 310051)

風會給大跨柔性結構的穩定性帶來明顯影響[1-3],隨著跨海交通建設工程、海島建設工程等一系列近海工程的開展,我國沿海地區輸電線路的建設工程逐漸增多,但是在架設沿海地區跨海輸電線路時面臨一個十分棘手的問題,即高風速下的抗風設計。研究表明:輸電線路作為典型的風敏感結構,其中導線所受到的風荷載占整個輸電線路風荷載的50%～70%[4],與目前輸電線路中使用最為廣泛的鋼芯鋁絞線相比,低風壓導線所受的風壓較小,這對于減弱風荷載的作用及提高輸電線的抗風壓能力意義重大。國外學者木村容康等[5]對低風壓導線的機理及其應用進行了研究;Teruhiro等[6]和Toshio等[7]分別對低風壓噪音架空線和低風壓絕緣線進行了研究。近年,隨著我國輸電線路建設的不斷加速,國內學者也對低風壓導線展開研究。如尤傳永[8]對低風壓導線進行了研究,相較于普通導線,低風壓導線阻力系數下降約30%;謝強等[9]和彭添等[10]借助風洞試驗,對分裂導線的整體阻力系數隨不同參數的變化規律進行了研究,進一步為導線振動防治提供參考;胡淵尉[11]對低風壓導線機理進行分析,并對其開發應用及試驗進行展望。國內部分學者[12-19]利用風洞試驗對輸電導線的氣動參數以及導線的選型和輸電線路的安全也有一定研究。針對導線氣動力特性的研究,文獻[20-26]利用數值模擬研究典型導線的氣動力特性;沈國輝等[27]采用風洞試驗對比不同風速導線和同直徑圓柱的阻力系數,并與《架空輸電線路桿塔結構設計技術規定》[28]的有關規范進行對比。但是,目前針對風壓利用數值模擬和風洞對比展開的研究則較匱乏,風壓和風荷載作為導線氣動力特性的重要體現,有必要借助風洞試驗對其進一步研究。此外,針對低風壓導線風荷載分配系數也鮮有研究,目前在國內仍處于理論分析和假設階段,亟需風洞試驗來驗證[29]。

鑒于上述研究現狀,首先,基于CFD數值模擬對低風壓導線周圍風壓分布進行初步分析;然后,考慮舟山沿海地區實際的風速,參考文獻中的風速取值[12-14,17,27],借助風洞試驗對具有代表性的10,20 m/s來流風速下不同方位角的低風壓導線和ACSR風壓變化規律進行對比分析;最后,基于10,20 m/s風速對低風壓導線的分配系數進行具體分析,以期為架空輸電線路桿塔結構設計技術規定[28]中不同方位角條件下分配系數的選取提供一定參考。

1 CFD數值模擬

為獲得低風壓導線周圍風場風壓分布規律,鑒于舟山地區實際風速,采用具有代表性的20 m/s來流風速,對低風壓導線(直徑D=38.4 mm)進行二維數值模擬。

1.1 計算域及網格劃分

借助計算流體動力學軟件FLUENT對圖1所示的低風壓導線截面進行有限元建模計算。

圖1 計算域Fig.1 Computational domain

細長的低風壓導線沿長度方向截面形狀不變,各截面形式不同(即繞截面形心旋轉一定角度),因此選用二維模型對其進行計算分析。在建立模型時,合理地選擇計算域的大小不僅可以保證模型的精確性,還能將邊界對流場的影響降到最低,更能縮短分析計算時間、提高計算精度。考慮風洞試驗阻塞率不能大于5%的要求,計算域長度取20D(低風壓導線外徑D=38.4 mm),寬度取10D,對整個計算域劃分為3個區塊(圖1),內部兩個區塊面積分別為4D×4D,4D×10D(圖1),靠近導線附近的區塊網格適當加密,外圍區塊的網格適當稀疏,使網格由導線向四周有逐漸變稀疏的趨勢,以便更準確地模擬實際風場情況,并可讓導線背部尾流充分發展。計算域的整體網格劃分如圖2(a)所示,導線周圍局部網格如圖2(b)所示。

圖2 計算域網格劃分Fig.2 Grid generation of computing domain

1.2 計算設置

將建立的有限元網格模型導入FLUENT進行計算,風場入口(Inlet)采用速度入口,風速為20 m/s,以保證整個流場的均勻來流;風場出口(Outlet)采用Outflow出口,以保證尾部氣流的自然流出,避免了尾部氣流回流給模擬帶來的影響;上下邊界采用對稱邊界(Symmetry),等同于自由滑移的壁面,以保證該邊界法向速度等物理量梯度為0,從而避免對來流的影響,更真實地模擬導線上下兩側遠方的空氣流動幾乎不受影響的實際情況;低風壓導線表面設置為無滑移壁面(Wall)。

模擬選用SSTk-ω模型,采用有限體積法進行離散,速度與壓力耦合采用SIMPLE算法,并采用二階迎風格式離散。根據網格劃分原理,選用非結構化網格,在導線附近區域進行了非結構網格加密處理,導線外圍及尾流發展區網格適當稀疏。邊界層為6層,以1.1的增長率向外擴張。為保證精度,接近邊界層的網格y+值小于1,收斂殘差都控制在10-3以下。

1.3 數值模擬結果分析

流場中導線繞流的風場壓力整體云圖如圖3(a)所示,局部細節圖如圖3(b)所示。

圖3 風壓云圖(單位:Pa)Fig.3 Wind pressure cloud picture (unit: Pa)

由圖3(a,b)可知:風壓在計算域內的分布差異明顯,在來流作用下導線周圍風壓分布具有一定的規律性,導線迎風側表現為正壓,背風側表現為負壓,在導線周圍有負壓區的存在。在導線的兩側也可以明顯發現風壓分布情況近似成對稱分布,兩側風壓小于迎風側風壓。總體來看,導線尾流區域壓強較小,該區域長度約為導線外徑的兩倍,區域湍動現象明顯。導線前后壓強差在150 Pa左右,150 Pa壓強差轉換為力,體現在力上約4.032 N,與20 m/s風速下的風洞實測數據3.887 8 N非常接近,誤差為3.7%。總體而言,低風壓導線的繞流現象與傳統的圓柱繞流類似,有明顯的氣壓差和渦脫現象。數值模擬導線繞流的風速整體云圖如圖4(a)所示,局部細節圖如圖4(b)所示。

圖4 風速云圖(單位:m/s)Fig.4 Wind velocity cloud picture (unit: m/s)

由圖4(a,b)可知:由于導線的遮擋作用,導線迎風側風速較小;導線上下側風速較大,最大值接近30 m/s;導線背風側的風速較小,在導線迎風側,氣流受到導線的阻擋,在紊流風速情況下,導線兩側近似不對稱分布。在導線表面,受到來流風速的影響,氣流沿著導線向兩側流動,從而導線側面速度加大,在尾部風場速度變化成旋渦脫離。

2 風洞試驗

為研究低風壓導線與普通鋼芯鋁絞線所受風壓的差別,開展了風洞試驗以進行對比分析。風洞試驗段截面尺寸為4 m(寬)×2.8 m(高),測力天平段最高風速為20 m/s。導線所受阻力采用高頻動態測力天平(HFFB)測得。采用如圖5,6所示的低風壓導線和鋼芯鋁絞線截面圖進行試驗模型制作,導線模型材料采用玻璃鋼(FRP),因其密度低、重量輕和強度高的特點能夠避免過高風速對模型形狀造成影響,較好地滿足了風洞試驗的要求。兩種導線的參數如表1所示。

圖5 低風壓導線Fig.5 Low wind pressure conductor

圖6 鋼芯鋁絞線Fig.6 ACSR

表1 導線參數Table 1 Conductor parameters

為研究兩種風速工況下360°全方位角風荷載作用下導線風壓分布規律,將導線沿來流方向定義為0°,如圖7(a)所示,將導線垂直于來流方向定義為90°,如圖7(b)所示,并分別在0～90°以15°為間隔定義7個風向工況(0°,15°,30°,45°,60°,75°,90°),然后進行10,20 m/s均勻流風吹試驗,以獲得導線風壓力數據。考慮到風洞內受近地面的影響,沿豎向高度方向無法保證完全均勻流,因此采用將導線橫向放置的測試方法,將導線固定于支架,如圖7(c)所示。實際操作中,首先將導線置于支架上,測得導線和支架的總阻力;然后撤去導線,測得空支架所受阻力,兩者的差即為導線所受阻力。

圖7 導線方位角示意圖Fig.7 Schematic diagram of conductor azimuth

3 兩導線風壓結果對比分析

根據文獻[30],把風速V按圖8正交分解可得

Vx=V×sinθ

(1)

Vy=V×cosθ

(2)

圖8 風速分解示意圖Fig.8 Wind speed decomposition diagram

與風速分解一樣,風荷載F同樣可以分解為垂直導線方向和順導線方向的風荷載(Fx,Fy),進而通過迎風投影面積轉換為等效風壓(px,py),來定量研究不同方位角的風壓分布規律。不同方位角由測力天平測得的荷載分布情況如圖9所示,由荷載轉化而來的風壓分布情況如圖10所示。由圖9可知:與鋼芯鋁絞線相比,低風壓導線在兩種風速條件下,所受的風荷載均較小,且風速越大所受的風荷載差距越大。進一步觀察0°和90°方位角所受風荷載,0°情況下,垂直導線方向荷載接近0,此時順導線方向荷載最大,與實際情況相符合;90°情況下,此時垂直導線方向的荷載最大,相應的順導線方向風荷載卻不為0,這可能是由于風場的三維湍流造成的,三維湍流在導線兩端會帶來局部效應,使得局部風荷載較大,從而與理論值0有所出入,若架設導線為無限長,則與理論值0會較為接近。30°方位角處的荷載較特別,小于30°時,低風壓導線和普通的鋼芯鋁絞線所示荷載差別不大;大于30°時,兩種導線所受荷載差別較大。

圖9 不同方位角的荷載分布Fig.9 Load distribution under different azimuth

圖10 不同方位角的風壓分布Fig.10 Wind pressure distribution under different azimuths

風壓p定義為單位面積上所受風荷載的大小,由于低風壓導線和普通鋼芯鋁絞線的截面面積不同,在風洞試驗中同一方位角條件下兩者的迎風面面積有差別,為更好地進行對比分析引入風壓的分布情況。

圖10與圖9所示的變化規律趨勢一致,低風壓導線所受風壓較小,風壓在垂直導線方向最優能降低28.6%,在順導線方向最優能降低34%左右。

4 低風壓導線風荷載分配系數研究

考慮低風壓導線較鋁鋼芯鋁絞線在降低風壓上的優勢,選取低風壓導線來研究不同風向角下的風荷載分配系數,并結合風洞試驗來考慮風荷載的修正,以期為規范提供一定參考。

當風向與導線方向不垂直時,風荷載會分解為垂直導線方向和順導線方向兩個分量的荷載,這兩個方向的荷載與風向垂直導線時的荷載之比即為導線的風荷載分配系數。根據《架空輸電線路桿塔結構設計技術規定》[28],不同風向作用下的線條風荷載取值如表2所示。

表2 不同角度風的風荷載Wx分配表

圖7所示的節段模型周邊的三維風場效應將導致順導線方向下的分配系數存在一定的偏差(低風壓導線表面存在一定摩阻),因此需要對風洞試驗中順導線下的風荷載分配系數進行修正。根據風洞試驗數據,不同風速(10,20 m/s)低風壓導線風荷載分配系數如圖11,12所示。

圖11 低風壓導線垂直導線方向風荷載分配系數Fig.11 Distribution coefficient of wind load in vertical direction of low wind pressure conductor

圖12 低風壓導線順導線方向風荷載分配系數Fig.12 Distribution coefficient of wind load along low wind pressure conductor

垂直導線方向和順導線方向的風荷載計算公式為

W垂直=Wx·sin2θ

(3)

W順=0.25·Wx·cos2θ

(4)

根據順導線方向的風荷載體型系數理論計算和規范,結合風洞試驗的結果,修正后的低風壓導線風荷載分配系數如表3所示。

表3 不同角度風的低風壓導線修正后風荷載分配系數

由表3可知:低風壓導線在垂直導線方向的風荷載分配系數數隨風向角的增大而增大,在90°風向角時達到最大值。在0°,15°,30°風向角下,10,20m/s兩種風速的分配系數差別較大;而在45°,60°,75°,90°風向角下,10,20 m/s兩種風速所得風荷載分配系數十分接近。

5 結 論

針對低風壓導線的局部風場開展數值模擬研究,并對低風壓導線和普通鋼芯鋁絞線在不同方位角以及兩種風速下(10,20 m/s)的風場開展風洞試驗研究。研究結果表明:數值模擬能較好地反映90°方位角下低風壓導線周圍的風壓分布規律,模擬的風壓與風洞試驗所得風壓較接近,誤差為3.7%,與普通鋼芯鋁絞線相比,低風壓導線能有效降低風壓,降低效率在30%左右;30°方位角處的荷載情況較特殊,小于30°時,低風壓導線和普通的鋼芯鋁絞線所示荷載差別不大,大于30°時,兩種導線所受荷載差別較大,風壓變化規律與風荷載一致;低風壓導線在垂直導線向風荷載分配系數數隨風向角的增大而增大,在0°,15°,30°風向角情況下,兩種風速下(10,20 m/s)的分配系數差別較大,而在45°,60°,75°,90°風向角下,兩種風速所得風荷載分配系數十分接近。同時,研究提供了15°,30°,75°這3個風向角下規范中無法確定的分配系數,不僅在一定程度上彌補了規范中存在的不足,也為工程建設中普通輸電導線在不同方位角下的風壓、風荷載分布以及風荷載分配系數提供一定的參考。